книги из ГПНТБ / Взоров, Б. А. Форсирование тракторных двигателей

На рис. 54, б показано раздельное влияние форсирования по частоте вращения и по среднему эффективному давлению за счет наддува на расчетные параметры поршневого пальца ди­ зеля СМД-14. Вначале показано форсирование по частоте вра­ щения от 1200 до 1700 об/мин с соответствующим увеличением

позволяет снизить напряжения в пальце, то последующее фор­ сирование по наддуву приводит к резкому росту всех напряже­ ний, в результате чего их конечные значения на дизеле СМД-14

наддув имеет доминирующее влияние на напряжения в пальце. На рис. 55, б показано другое сочетание форсирования дизеля

до 1700 об/мин и наддува и последующее увеличение мощности до 210 л. с. за счет увеличения частоты вращения до 1900 об/мин. Второй этап форсирования сопровождается снижением напря­ жения в пальце. Абсолютные значения полученных напряжении высокие. Так, удельные давления достигают 500 кгс/см2 и выше, максимальные напряжения при овализации пальца — 2800 кгс/см2, что выше обычно применяемых в расчетах величин.

Запасы прочности элементов шатуна. Наиболее опасными, с

точки зрения прочности, элементами шатуна при форсировании дизеля являются верхняя головка и стержень. Для расчета этих элементов в табл. 12 приведены основные конструктивные соот­ ношения и параметры шатунов отечественных дизелей.

На рис. 56 показано изменение при форсировании двух па­ раметров дизелей, приведенных в табл. 12, — запаса прочности верхней головки шатуна в заделке, рассчитанного по минималь­

91

Рис. 55. Влияние способа форсирования дизеля на напряжения

впоршневом пальце:

п— ил дизеле Д-50 при комплексном форсировании по частоте вращения и среднему эффективному давлению; б — па дизеле Л-01 при комплексном фор­

сировании до Ne =100 л. с. и затем при форсировании но частоте вращения

92

Рис. 56. Запасы прочности шатунов при форсировании дизелей:

Таблица 12

Основные конструктивные соотношения и параметры шатунов отечественных дизелей

93

форсирование по частоте вращения резко снижает запас проч­ ности верхней головки шатуна, запас же прочности стержня при этом повышается. Для дизеля СМД-14 (кривые 3) показано форсирование за счет наддува с повышением мощности от 75 до

шением мощности до 87 л. с. — за счет увеличения частоты вра­ щения до 2000 об/мин. Аналогично дизель А-01 форсирован с повышением мощности от 122 до 190 л. с. путем увеличения ча­ стоты вращения с 1600 до 1700 об/мин и введения турбонадду­ ва, а затем до мощности 210 л. с. за счет увеличения частоты вращения до 2000 об/мин. Запас прочности верхней головки шатуна дизеля Д-50 (запас прочности верхней головки шатуна А-01 не рассчитывался) на первом этапе форсирования сни­ жается менее резко, чем аналогичный запас прочности при ско­ ростном форсировании (благоприятное влияние наддува). Запас прочности стержня снижается вследствие влияния наддува. При втором этапе форсирования запасы прочности изменяются ана­ логично изменению запасов прочности при скоростном форси­ ровании. Этому же случаю соответствует изменение запасов прочности шатуна дизеля Д-160 (ЧТЗ), что видно из кривых 5 на рис. 56. Форсирование дизелей Д-50 и А-01 уменьшает запас прочности шатуна до полуторакратпого. Неприемлем запас прочности стержня шатуна дизеля Д-160 (ЧТЗ), равный 1,02— 1,03 (в известной мере низкий запас прочности объясняется применением материала низкого сорта).

2. ТЕРМИЧЕСКИЕ НАГРУЗКИ НА ОСНОВНЫЕ ДЕТАЛИ ЦИЛИНДРО-ПОРШНЕВОЙ ГРУППЫ

Наибольшие термические нагрузки и деформации, обуслов­ ленные высокими рабочими температурами, имеют прежде всего детали, подверженные прямому воздействию горячих газов: пор­ шень, гильза цилиндра, головка блока. Форсирование дизелей, сопровождающееся увеличением тепловыделения в цилиндрах, должно вызывать и рост термических нагрузок на детали ци­ линдро-поршневой группы. Обычно эти нагрузки принято харак­ теризовать уровнем температур п температурных перепадов, непосредственный замер которых даже на подвижных деталях освоен. Зависимость температуры детали от мощности дизеля при его форсировании определяет и предельно допустимый уро­

■94

вень форсирования, исходя из свойств материала данной детали) и сохранения условий ее надежной работы.

Одной нз наиболее термически напряженных деталей яв­ ляется поршень. Если термическая напряженность поршня при форсировании превышает допустимый предел, поршень выходит из строя в результате закоксовывання и пригорания колец либо,

турный уровень может быть понижен за счет ряда конструктив­ ных мероприятий.

Однако обоснованно выбрать наиболее рациональные конст­ руктивные решения по поршню можно лишь при наличии кри­ терия, который связал бы прямой зависимостью эффективные параметры дизеля с максимальной температурой и температур­

тельно, теплонапряженность поршня одинакова при разных ме­ тодах форсирования дизеля.

Критическое значение оценочного параметра теплонапряженпости /\ф U|1, при котором температура поршня достигает пре­ дельно допустимого уровня, зависит от типа дизеля. Так, для стационарных дизелей с диаметрами поршня 300—380 мм зна­ чение Дфкр равно 5 л. с./см, для автомобильных карбюратор­ ных двигателей— 1,6—3,6 л. с./см в зависимости от диаметра

поршней.

Для тракторных дизелей критическое значение /\ф1ф может

низком значении Лф данного двигателя поршни его будут пере­

95-

греваться. Таким образом, оценочный параметр теплонапрнженностн характеризует присущий данному двигателю тепловой ре­ жим поршней при оптимальном выборе их конструктивных па­ раметров.

На рис. 57 показано изменение параметра Nn в пределах предполагаемого форсирования отечественных тракторных ди-

Мв,лс./м

Рис. 57. Параметр теплонапряжеиности поршней отечественных и зарубеж­ ных тракторных дизелей:

значение параметра ДДпф для тракторных дизелей с диамет­ ром цилиндра до 130 мм включительно может быть принято равным 2 л. с./см. Замеры температур поршня на форсирован­ ных режимах подтверждают такой выбор. Так, максимальная температура на поршне дизеля Д-240 при форсировании его до мощности 90 л. с. (jVd= 2,04) составляет 340° С, при форсирова­

365° С. В то же время при форсированиях, соответствующих зна­ чениям Nd, меньшим 2 л. с./см, температуры всех поршней не выходят за пределы 320° С. Зарубежные аналоги с очень высо­ ким форсированием: «Катерпиллер» D = 330 (/VD= 2,4) и «Кам­ минз» NHRS-6 (i\!d= 2,8), имеют масляное охлаждение поршней, что, по-видимому, потребуется и при показанном высоком фор­ сировании дизелей А-41 и А-01.

Как уже отмечалось, метод форсирования не влияет на уро­ вень температур поршня, так как температура пропорциональна

96

часовому расходу топлива. Известно, что количество теплоты, отводимое от поршня кольцами,

где tn — температура характерной точки поршня; ■—температура стенки цилиндра;

Ru. к — теплосопротивление поршневого кольца с прилегаю­ щими участками поршня.

Рис. 58. Температурное поле поршня дизеля СМД-14 при форси­ ровании от минимально устойчивого режима (GT= 4 кг/ч) до ре­ жима номинальной мощности (GT= 15 кг/ч):

--------- режим номинальной мощности;—------минимально устойчивый режим

Приведенное уравнение показывает, что значения t„ прямо пропорциональны значениям Qn, которые пропорциональны ко­ личеству введенной в дизель теплоты, т. е. часовому расходу топлива GT. Так, при форсировании дизеля СМД-14 получены следующие эмпирические зависимости температур отдельных точек поршня от часового расхода топлива

центр днища: tn — 125-f8,35 GT;

центр выемки днища: tn = 123+ 8,25 GT;

край днища со стороны выемки: ta = 117 + 7,85 GT и т. п

Построенное по этим уравнениям температурное поле порш­ ня дизеля СМД-14 при форсировании от минимального устойчи­ вого режима до режима номинальной мощности приведено на рис. 58. Незначительные отличия в температурах поршня, полу­ чаемых на разных скоростных режимах, могут не учитываться, и полученные зависимости легко аппроксимируются одной об­ щей зависимостью, по которой могут определяться температу­ ры поршня с ошибкой на 2%.

В качестве примера на рис. 59 показана такая осредненная зависимость для дизеля ЯМЗ-236, справедливая для любого

кость поршня и образуются трещины на кромках камеры сго­ рания. Размягчение и рост термических деформаций заэвтектического поршневого сплава при нагреве видно по данным табл. 13.

Рис. 60. Температура кромки камеры сгорания ЦНИДИ на ди­ зеле СМД-60 в точках 1—3

Методы борьбы с образованием трещин на кромках камеры разнообразны, но сводятся к следующим: а) снижение темпера­ турного уровня поршней; б) повышение термостойкости мате­ риала поршня; в) применение термостойкой конструкции поршня.

Температурный уровень поршня может быть понижен за счет уменьшения зазора между поршнем и цилиндром по верх­ нему надкольцевому поясу, увеличения расстояния от верхнего кольца до края днища, уменьшения зазоров между поршневыми кольцами и канавками, применения трапецеидальных компрес­

98

ствие этого высокая термостойкость камеры сочетается с хоро­ шей экономичностью и умеренной жесткостью процесса.

Повышение термических напряжений в некоторых элементах сопровождается ростом механических нагрузок, как, например, в соединении головка — блок (или головка — цилиндр в дизелях воздушного охлаждения), что может потребовать конструктив­ ных изменений этого соединения для обеспечения его герметич­

ности.

Серьезную задачу представ­ ляет обеспечение надежной рабо­ ты головки при форсировании дизеля воздушного охлаждения. Температура наиболее опасного места перемычки между клапа-

нами не должна превышать допустимой величины, равной 250° С. Это может потребовать изменения конструкции головки, ее оребрения при форсировании.

3. УРОВЕНЬ ВИБРАЦИЙ

Уровень вибраций дизеля во многом определяет уровень виб­ раций всего трактора, а следовательно, оказывает влияние на условия труда тракториста. Помимо этого, уровень вибраций существенно влияет на число «вибрационных отказов», харак­ теризующих надежность дизеля и трактора в целом, и, наконец, высокочастотные вибрации дизеля являются источником меха­ нических шумов, составляющих примерно 50% всех шумов, гене­ рируемых дизелем. Таким образом, чем выше уровень вибраций, возникающих при работе дизеля, тем опаснее они с точки зре­

100